毕业说明书
1 工程概况及基本资料
1.1工程概况
陆浑灌区是河南省较大的灌区之一,灌区跨越洛阳,开封,郑州市三个地区的六个县,灌区范围内居住人口大约100万人。陆浑灌区的主要水源是陆浑水库。
1.1.1灌区基本概况
陆浑水库位于河南省嵩县境内,它是伊河上的一座大型水库。控制流域面积3750km2,多年平均径流量10.25亿m3总库容12.17亿m3,兴利库容5.06亿m3,兴利水位317.0m。大坝坝顶高程330m,最大坝高52.0m,溢洪道位于大坝东岸。为加大部分洪库容溢洪道上设有闸门,闸底槛高程313m,闸门顶高程324m,门高11m。溢洪道最大泄水流量为3600s.m3。泄洪洞位于大坝与溢洪道之间,为8×10m的城门洞型明流无压洞,洞长510m,进口底高程289.715m。出口底高程282.35m,最大泄流量11608m3。
整个灌区是由总干渠和东一、东二、西干三条干渠组成的,全长共290.5km,建筑物1134座,其中主要建筑物有隧洞33座,全长23.9km;渡槽32座,全长9.8km;另外还有倒虹吸等输水建筑物。
灌区设计灌溉面积134万亩,总干渠进口设计流量为77.0m3/s,相应水位298.0m,总干渠末端设计流量55.8 m3/s,相应水位290.535m。灌区三条干渠规划成果如表1所示:
1.1.2东一干概况
东一干渠规划灌溉面积57.61万亩,其中汝阳1.58万亩,伊川3.17万亩,偃师26.47万亩,汞阳4.96万亩。一干渠设计流量考虑近期与远期两种情况,也就是在同一渠段上的建筑物,如渡槽,隧洞等的输水能力按远期规划确定设计流量(譬如东一干进口段上的建筑物设计流量为50 m3/s),以使留有余地。而渠道土石方开挖断面按近期规划确定尺寸,(譬如东一干进口段的渠道设计流量为45 m3/s)。
东一干渠自内埠到已水河的渠段设计长度为137.9km。共有各种建筑物566座,其中隧洞24座,累计长度17km;渡槽21座,累计长度62km,桥234座(包括公路桥41座,生产桥120座,人行桥25座,排洪桥48座),还有退水闸与节制闸32座,涵洞(管)139座,流槽6座,跨渠渡槽26座,支斗渠引水口89座。
东一干全部工程量:土方开挖1455万立方米,回填土方590万立方米,石方开挖308万立方米,砌石54万立方米,混凝土10万立方米,钢筋混凝土3300万立方米。需要净工日(包括民工和技工)2475万个,基本建设投资6180万元。开挖土石方用炸药1257吨,三大材需用量分别为:水泥81800吨,钢材3575吨,木材73000立方米。
1.2设计资料与数据
1.2.1地形地质情况
(1)、地形
陆浑灌区处于伏牛山北麓,嵩山和熊耳山后谷地一带,地形复杂。东一干渠灌溉区域内多为低山丘陵干旱区,区内岗洼相间,地面覆盖为红色和棕红色粘土及黄土。在龙门以东偃师、巩县的半山区和丘陵区水文地质较差,缺乏地下水源。地表沟壕大部分为南北向,对于排除地面径流与灌渠(区)渗水比较有利,不会产生盐碱化或沼泽化威胁,灌区地形平均坡降为1/100~1/200。
(2)、地质
东一干渠规划线路从桩号30+566~31+314.1(位于许营附近),该段是横跨伊河上的一条支流,下面根据河道横断地形,参照河南省水利厅勘探队的钻井资料分段介绍地质情况。
陡坡段长度大约20米,该段为紫红色、红褐色砾岩夹砂质粘土岩,砾岩成分为石
英砂岩、石英岩等。粒径一般在5~20cm,最大的达60cm,胶结较差。表面风化严重,凸凹不平,肉眼可见溶蚀的洞穴,直径大小不一,小者1m左右,大的在10m以上,洞内均有渗水现象。砂质粘土岩的成份多为泥砂质组成。表面段出有断续相间的渗水,说明砂质粘土岩有隔水性能,砾岩表面覆盖有2m左右的黄色粉质壤土。
河槽段长度约150m,表面主要为近代冲积砂卵石,卵石粒径多为20~50cm,也有少量卵石直径在50cm以上,分选性差。中粗粒含量约占30%。钻孔过程中经常出现塌孔,卡钻现象,漏浆量大,透水性强。冲积层平均深度约在6m左右。下伏新三系(N),砾岩夹白色泥质灰岩,成份多为石英砂岩及火成岩。钙质胶结较差,钻取岩心呈粒状,质地均一,含砾石少许,性脆较坚硬,呈透镜体壮,岩长10~30cm,局部风化较重,手用力即可搓掉粉粒,河槽段桩号0+020~0+090为河漫滩一级台地,表面为上文新统(Q3)黄色粉质壤土,具直立性,结构较疏松,少有丰粒层深2~3m,含少量砾石具有黄土性质。下伏中更新统(Q2)含泥沙卵石(成份同上),泥质含量5~10%微有胶结。(其中局部夹有薄层壤土透镜体)钻进中有回水、卡钻现象。
台地段长度大约536m为更新统Q32。其表层为黄色中粉质壤土,下部为Q32黄色重
粉质壤土含结核,粘粒含量20%左右。台地段土层厚在18~20m,具有直立性(可以开挖空洞)。有粘性的局部夹砂卵石透镜体厚0.8~15m,自上而下逐渐密实。
1.2.2气象情况
本灌区属于华北干旱区,平均多年降雨量只有500~600mm,而且分布很不均匀,有60%~70%集中在汛期。作物生长期常出现严重干旱缺水的情况。年平均蒸发量为2000mm,根据洛阳专区的水文资料记载:“光绪3~4年(1877~1878年)连续三个季度未曾下雨,洛河干枯……。”解放以来1959、1966、1972年三年最旱。其中1972年伏旱严重、洛阳地区72年6~9月降雨量仅占历年月期平均降雨量(P平均=422mm)的63.5%。
最大风速为18m/s,最大冻土深度0.5m。
1.2.3基本数据
(1)、拟建许营渡槽段桩号:30+566~31+314.1,全长748.1m,设计流量Q设=40m3/s。加大流量Qmax=45m3/s。
(2)、渡槽段及其进出口渠道的有关数据与断面示意,详见表2和示图。
(3)、与渡槽段相连接的上下游渠道均已建成,横断面为梯形,渠底和边坡均采用浆砌石保护。基本尺寸如图所示:
(4)、根据洛阳地区地震局提供的有关资料,陆浑灌区上的主要建筑物设计烈度定为80。
(5)、许营段跨越式建筑物,不论采用哪种类型,均按三级建筑物考虑。
图一 与渡槽进出口相连的渠道横断面图
(6)、附图:
(1)河南省陆浑灌区示意图一张,比例1/400000;
(2)陆浑灌区东一干许营段地形图一张,比例1/2000;
纵向1/200(3)陆浑灌区东一干许营段工程地质剖面图一张,比例 横向1/1000
(7)、跨越建筑物不考虑交通要求和无通航要求,若采用渡槽方案只设人行便道即可。
2输水方案及建筑物型式的论证
2.1方案的论证
初步设计时拟定了绕山渠道、渡槽、倒虹吸管三种方案,以下为三种方案的论证比较。
绕山渠道,渠道选线一般要求在满足输水任务的前提下,尽量使工程量小且造价低。对于灌溉渠道,渠线应与地形等高线大致平行且尽可能布置在灌区的脊线,以争取最大的自流灌溉面积。根据本设计所给的地形地质资料,修建绕山渠道露于地面便于维护管理,但由于要绕过地形起伏较大处,故渠线过长,该地段风化严重,增加了工期的不确定性。地质资料还表明该地段溶蚀洞穴较多,透水性强,输水量又难以保证。因以上原因排除绕山渠道方案。
倒虹吸管,倒虹吸管是设置在渠道与河流 谷地 道路相交处的压力输水建筑物,与渡槽相比,通常具有造价低,施工方便等优点,但水头损失较大,运用管理不如渡槽方便。许营渡槽所处地段风化严重,易淤积,地形复杂,完工后的虹吸管稳定性差,地下溶蚀洞穴较多,采用此方案水量损失严重,大大降低了该工程的经济效益,结合以上原因排除倒虹吸方案。
渡槽,渡槽是渠道跨越河、渠、溪谷、道路的明流输水建筑物。虽施工要比渠道 倒虹吸复杂,但由于其水头损失小,受地形 地质条件影响小,在我国灌区建筑物中应用较为广泛,在设计施工方面也已有了较丰富的经验,运用管理也方便,不易淤积,又便于交通和通航。
结合以上论述根据许营段的实际情况修建渡槽合适,故以下本设计选用渡槽方案。
2.2槽身横断面型式的选择
槽身断面有矩形、U型(半圆型上加直墙)、多侧墙等如图(1.1)。一般常用
形和U型断面,故将两种断面形式做以下比较论证。
大流量的钢筋混凝土梁式渡槽槽身多采用矩形断面,对与中小流量也常采用中小型流量的多设拉杆,间距为2米左右。有通航要求时不设拉杆,侧墙做成变厚的。矩形槽身施工方便,耐久性、抗冻性好,结构简单特别时适用于有通航要求的中型渡槽
矩形槽身U形槽身多侧墙槽身
图1.1 槽身断面的型
式
U形槽身断面为半圆加直段,槽顶一般设拉杆,槽壁顶端常加大以增加刚度,多采用钢筋混凝土或钢丝网水泥结构,与矩形槽身相比有水力条件好、纵向刚度大,省钢材等优点,但抗冻性差、不耐久,施工工艺要求高,如果施工质量不高,容易引起表面剥落、钢丝网锈蚀、甚至有漏水现象产生。
综上所述根据所给资料结合许营地段的实际情况本设计槽身断面采用矩形断面。
2.3支承形式的选择
槽身的纵向支承形式常用的有墩式支承、排架式支承和拱式支承三种类型。
拱式支承常用于大跨度离地面高度不大的槽身,拱式支承虽受力情况好,但是其墩台对地基的沉降要求高、施工质量要求高难度大。根据许营段的地形情况本设计不采用拱式支承,在主河漕部分由于有过水要求采用墩式支承,滩地部分采用排架支承。
墩式支承分为重力墩和空心重力墩两种类型,重力墩节省钢材,墩身强度以及纵向稳定性易满足要求,但由于其自重过大,特别式墩身较高并承受竖向荷载与水平荷载时,要求地基有较大的承载力,故其多用于墩身高度不太大而地基承载力较高的岩基和较好的土基上。空心重力墩的外形轮廓尺寸和墩帽构造于实体重力墩基本相同,
水平截面有圆矩形、双工字行和矩形三种型式(如图1.2)。
圆矩形水流条件较好,外形美观,另外由于做成空心而节省了材料,减轻了自重和作用于地基上的荷载,空心重力墩比实体重力墩的抗弯刚度大,可以改善自身的受力条件。双工字形施工方便,对y轴的惯性矩大,故边缘应力较小,但水流条件差,动水压力大。矩形墩施工最方便,截面惯性矩也较大,水流条件处于前二者之间,适用于河水不深的滩地和两岸无水的槽墩。鉴于以上所述本设计排架是钢筋混凝土结构,
其自重轻地基应力较之墩容易得到满足,排架有单排架、双排架和A字形排架三种形式(如图1.3)。
单排架体积小,重量轻,现场浇筑和预制吊装都方便,在渡槽工程中应用十分广泛。双排架是由两个单排架,中间以横梁连接而成,属空间结构受力较复杂。A字形排架是两片单排架的脚放宽,顶端连在一起而成的,其稳定性好,适应高度较大,但造价较高,施工较复杂。
鉴于以上所述,根据许营段的地质地形条件本设计在槽下河道的主河槽段设圆矩形空心重力墩,滩地段设单排架。
图1.2 空心墩的截面形
式
(
)()()
图1.3 槽架形式
()单排架;()双排架;()字形排架
3 渡槽总体布置和纵剖面设计
3.1渡槽的总体布置
渡槽的总体布置主要包括渡槽的选址。渡槽的选址应注意:槽身长度短、基础低,降低功工程造价;轴线短、顺直、进出口避免急转弯,布置在挖方处;渡槽轴线尽量和河道正交;少占耕地、少拆民房;尽可能的减少和改善对环境的影响。
在选择槽址时,除应满足以上总体布置的要求外,还应考虑槽址附近是否有宽敞、平坦的施工场地,同时应满足槽下的交通要求。综合考虑以上各方面因素的同时结合许营段的具体情况,确定槽址于地形图上。
3.2渡槽的纵剖面设计
渡槽的纵剖面设计的任务是确定进出口段的连接形式,根据设计流量及水流通过的允许水头损失值选择适当的渡槽纵坡和断面,并拟订出渡槽进出口高程。
3.2.1进出口段连接形式的确定
进出口段的连接应力求水流衔接良好,平顺的流入流出,
下游渠道不发生冲刷,水头损失小,本设计采用长扭曲面使渠道与渡槽连接。
3.2.2渡槽的水力计算
渡槽的比降i,槽身净宽B和净深H的设计
槽身的比降对过水断面的影响很大。比降大,可减小断面,节省材料,施工吊装方便,造价低,但也不可过大,过大了下游渠道冲刷严重,水头损失大,自流灌溉面积小,从长远利益考虑对灌溉面积不利。应在满足流速要求的前提下,选择适宜的比降,使渡槽达到最小的经济断面。一般常采用1/500—1/1500。本设计渡槽比降定为1/1300。
槽身的净宽B和净深H应一起考虑,即通过考虑深宽比H/B来拟定(对于矩形槽一般取H/B=0.6~0.8),根据拟定的i、B和H,运用公式 Q=ωcRi计算所得的流量等于或略大于最大流量Qm时,则拟定的i、B和Q可行。本设计初定为0.7,净宽初定为5.0米,则净深H=3.5米。
(1) 过水能力的计算
渡槽的过水流量可按明渠均匀流公式计算:
QCRi (3.1)
式中:Q —— 渡槽的过水流量 (m3/s);
ω —— 渡槽过水断面面积(m2);
C —— 谢才系数,常用曼宁公式:C= 11
R6; n
n —— 糙率系数,钢筋混凝土槽身可取
n =0.013~0.014,浆砌块石槽身
n ≥ 0.017,根据具体情况而定;
R —— 水力半径(m);
i —— 渡槽纵坡。
① 湿周 X =2H + B
=23.5+5=12m
过水断面面积 ABH53.517.5m2
水力半径 R =A
X17.5= 1.46m
12
② 按曼宁公式计算谢才系数
1
C1
nR6
11
=0.01351.46678.9
渡槽的过水流量计算 Q=ωcRi=17.578.9.61
1300=4加大=45m3/s
满足要求
设计流量时的水深初步假定为3.2m,验算其过流量如下:
湿周 R = A
X532
53221404
1
谢才系数 C = 111
nR6= 0.01351.04046= 78.38
过流量 Q = ACRi= 53.278.38.4041
1300
= 41.21m3/s > Q设 = 40 m3/s
满足要求
(2) 水头损失及水面衔接的设计
(3.2) (3.3)
渡槽槽身水面与上下游渠道水面衔接的设计包括进口水面的降落,槽身水面降落和出口水面回升三个部分(如图3.1)
12
2如图3.1 渡槽的水流现象
①进口水面降落
进口水面降落的水流现象与淹没宽顶堰流相近似,工程上常用宽顶堰公式计算进口水面的降落值z
Q=σ φ ω2gz0 (3.4) 式中: z0 — 1—1与2---2断面水位差,近似采用z = z0 ;
σ — 进口侧收缩系数,常取0.90~0.95 ;
本设计取0.925 ;
φ — 流速系数, 常取0.90~0.95 ;
本设计取0.925 ;
g — 重力加速度, g = 9.81 m/s2 ;
将上式两边平方移项,并令 zz0, 得:
Z =
=
②槽身水面降落
槽身段水流为均匀流,故水面降落Z1等于底坡降落:
Z1=il (3.5)
式中: l —渡槽
Z1=il =1
1300Q22g2 4020.9250.92553.229.82=0 , l初定为770m 770=0.592m
③出口水面回升
出口水流仍有水头损失,但是由于出口处流速较槽身内的流速为小,部分动能转化为位能,因此渡槽出口处的水面比槽身末端的水面要高,水面产生回现象。根据水电部原北京勘测设计院的试验资料,渡槽出口水面回升值z2与进口水面降落值z有关,一般 z2
z3
1
=0.309=0.103m
3
通过渡槽的总水面降落:
z=zz1z2
=0.309+0.592-0.103=0.798m0.81m
该总水面降落值应小于或等于灌区规划中要求的允许水头损失值。故选定B=5m,设计流量时水深为3.2m。
④ 进出口高程的确定
主要解决进口槽底抬高与出口渠底降低问题,使水面能很好衔接,以免影响过水能力及渠道发生冲淤现象。
进口槽底抬高值 y1=h1-z-h=3.744-0.309-3.2=0.235 进口槽底高程 出口槽底高程
1=3+y1=277.48+0.235=277.715m 2=1-il=277.715-11300
770=277.123m
⑤ 进出口渐变段型式及长度的确定:
渡槽进出口渐变段,应保证进出口水面衔接良好,水流平顺,水头损失小,下游渠道不发生冲刷,较常用型式为直线扭面式。
渡槽进出口渐变段的长度通常采用经验公式:
ld =C(B1-B2) (3.6)
式中: B1 ——渠道水面宽度;
B2 ——渡槽水面宽度;
C ——系数,进口取C=1.5~2.0;出口取C=2.5~3.0。 这是由于出口段水流扩散角不宜过大,以免水流脱离边界,故出口段的C值取大些。
水面宽度的计算(如图3.2)
X上=3.7441.75=6.55m 上游渠道水面宽度=2(6.55+4)=21.1m
ld =C(B1-B2)=1.7(21.1-5)=27.37m 取为27m
下游渠道高程 下=上-z=281.224-0.798=280.426m 下游渠道水面深度 h=下-276.61=280.426-276.61=3.816m X下=3.8161.75=6.678m
下游渠道水面宽度=2(6.678+4)=21.356m
ld =C(B1-B2)=2.7(21.356-5)=44.161m 取为44m
进口渠道断面出口渠道断面
图3.2 渠道进出口断面图 单位:cm
4 槽身的设计
4.1槽身基本尺寸的确定
渡槽的侧墙通常做为纵梁考虑,做成侧墙底缘低于底板低面,以便于减小底板拉力,有利于防止底版开裂。为了改善侧墙和底板墙交接处的应力状态,在其二着交接处加设贴角,其倾角一般为300~600,长一般为20~30厘米,本设计取倾角为45度,长为20厘米。侧墙承受水压力后,将产生侧向扭矩及位移。因此,侧墙在设计中除考虑其强度外,还应考虑其侧向稳定,一般常以侧墙厚度t与侧墙高H 1 的比值衡量指标,一般经验是对于有拉杆的矩形槽
tH1
tH1
作为
=
112
~
116
,常用厚度t = 10~20 厘米,
本设计取 t = 20 厘米。对于无通航要求的渡槽还需设拉杆,拉杆截面尺寸2020cm,间距为3米。其他具体尺寸祥见(图4.1)。
图4.1 渡槽基本尺寸示意图
(单位:
cm )
4.2 槽身的稳定验算
渡槽运用时,在自重及外力(如水压力、土压力、风压力以及一些其它的力)作用下,其稳定可能受到破坏,从而影响渡槽的正常工作,甚至失事。例如在风压作用下,可能沿其支撑顶部表面发生滑动或倾覆。渡槽的工作情况是不断变化的,在槽中无水受风压的工况下最易出现稳定问题,故本设计要对这种情况进行稳定验算。
4.2.1计算简图
槽身断面计算简图如(图4.2)所示,支承简化成简支梁形式。 4.2.2 荷载计算
取计算工况为槽内无水受风压,长度取半 (1)自重
20.151.24.60.20.4520.22
=
2
12
7.525
2.50.2525
2
2.220.087.5252.50.2525
= 1027.5KN
图4.2 槽身稳定计算图
(单位:cm )
(2) 风压
风压力:作用于建筑物表面的风压力W(KN/m)按下式计算
WkkzW0 (4.1) 式中: k —风载体型系数,与建筑物体型、尺度等有关,槽身为矩形断面时, 取k1.2~1.3(空槽取小值,满槽水取大值)本设计k1.2; kz— 风压高度变化系数,本设计取1.45;
W0— 基本风压(KN/米)。当地如果没有风速资料,则可参照《工业与民用建筑结构荷载规范》(TJ9-74)中全国基本风压分布图上的等压线进行插值酌定W0=0.35;
WkkzW0=1.21.450.350.609KN/m2如(图4.3)所示
2
2
w
图4.3 槽身风压示意图
(单位:
cm )
4.2.3 抗滑稳定验算
稳定分析,作用于渡槽上的力尽管其类型、方向、大小各不相同,但根据它们在槽身沿支承结构顶端发生水平滑动时所起的作用看,可以归纳为两大类:一类是促使槽身滑动的力,如水平方向风压力、动水压力等,称为滑动力;另一类是维持槽身稳定、阻止渡槽滑动的力,主要是在铅直方向荷载作用下,槽身底部与支承结构顶端之间产生的摩擦力,称之为阻滑力。槽身是否会产生沿其支承结构顶端发生水平滑动,主要取决于这两种力的比值,这个比值反映了渡槽的水平抗滑稳定性,我们称之为稳定安全系数kc
kc=
阻滑力滑动力
f
NP
i
i
(4.2)
式中: 身风压总和,pi
Np
152
ii
—所有铅直方向作用力的总和(KN);
—所有水平方向作用力的总和(KN),本设计中等于半跨槽
;
4.80.60921.924KN
f —摩擦系数,与两接触面物体的材料性质及它们的表面粗糙程度有关,支座与支承都为钢板时取钢对钢的摩擦系数f =0.5~0. 本设计取0.55;
Kc
f
N
P
i
i
25.78
0.551027.5
21.924
>KC1.2~1.3
所以满足抗滑稳定性要求
4.2.4 抗倾覆稳定验算
(1)槽身受风压作用可能发生倾覆,抗倾覆稳定性验算的目的是验算槽身空水受压作用下是否会绕背风面支承点发生倾覆,抗倾覆稳定的不利条件与抗滑稳定的不利条件是一致的,所以抗倾覆稳定性验算的计算条件及荷载组合与抗滑稳定性验算相同。
(2) 抗倾覆稳定安全系数按下式计算: K0
MM
抗倾
laN
M
laNph1
(4.3)
y
式中: la —— 铅直力到槽身支承点的距离;
N—— 基底面承受的铅直力总和;
P
—— 水平力的总和;
h1 —— 水平力到槽身支承点的距离;
K0
MM
抗倾
laN
M
laNph1
y
2.61027.521.9242.2
55.388k01.2~1.3
所以满足抗倾覆稳定性要求
4.3 槽身纵向结构计算
4.3.1 荷载、内力计算
矩形断面槽身是一种空间结构,受力比较复杂,在实际工程中,常近似地简化为纵向及横向两个平面进行结构内力分析,由于一般槽身长度与宽度比值远大于3,故纵向可近似按梁的理论计算,矩形槽身截面可化为工字形截面梁,槽身侧墙为工字梁的腹板,侧墙厚度之和即为腹板厚度,侧墙顶端加大部分和人行道板构成工字梁的上翼缘,槽身底板构成工字梁的下翼缘,如(图4.4)所示,翼缘的计算宽度按规范规定取用。纵向计算中的荷载一般按匀布荷载q考虑,包括槽身重(拉杆重等小量集中荷载也换算为匀布的),槽中水重及人群荷载等,并按满槽水情况设计。
图4.4 槽身等效截面示意图
(单位:
cm )
(1)纵向结构内力分析:
渡槽纵向结构内力是按梁的理论计算,根据纵向支承情况计算其弯矩和剪力。 纵向计算荷载组合:
设计条件: 槽身自重+水重(设计水位)+人群荷载重 校核条件:槽身自重+水重(加大流量水位)+人群荷重
(2)按加大流量情况下,进行内力计算: 荷载计算:
自重: W自2.220.082550.2252515108.67KN/m 水重: W水53.59.81171.68KN/m 人群荷载: q人32.47.2KN/m
(3)计算跨度:简支板、梁的计算跨度0可取下列各0值的较小值,如(图4.5)。 空心板和简支梁 :
l0lna
l
l
(4.4)
或l01.05ln; (4.5) 式中:ln——板或梁的净跨度;
a——板或梁的支承长度;
ln=
g自+q水+q人
图4.5 槽身纵向计算简图
(单位:cm )
l0lna
=151.113.9m
l01.05ln=1.05152.213.44m
取以上较小者 l013.44m
(4)内力计算:
跨中弯矩设计值为M0q水g自q人l02,式中结构重要性系数01.0,
8正常运行期为持久状况,所以设计状况系数1.0,荷载分项系数: 活荷载Q1.20,永久荷载G1.05,可控制荷载Q1.1。 跨中弯矩:
12
M0q水g自q人l0
8
18
1
=1.01.0171.681.1108.671.057.21.213.442 =7035.49KNm 支座处剪力:
Q
121
171.681.1108.671.057.21.213.44
=188.85114.108.6413.44
2
=2.09103KN
4.3.2 槽身的纵向配筋计算 按“T”形梁计算配筋:
hf1
fcbfhfh0 M (4.6) d
2
hfdMfcbfhfh0 2
其中f
cbf
hhf
150fh0=12.524001504730 2
2
=20947.5KNm
dM1.27035.498442.6KNm
hf
dMfcbfhfh02
所以属于第一种情况的T形梁(xh
f),按宽度为2400mm的矩形梁计算。
6 .27035.4910
s
dMf2
1cbh0
12.524004730
2
0.013
12s120.0130.013b0.544
Afcbh0
24004730
s
f
12.50.013y
310
5950.6mm
2
实配:
8
22 + 6
20 + 1018
斜截面强度配筋计算:按受弯构件斜面强度计算 V1
0.07
fcbh0 d
其中:1
1
0.07
fcbh0
0712.54004730
d
1.2
0. 1.38106
N1380KN
QmaxV2.09103
KN2090KN
Q1
maxV
0.07
fcbh0
d
4.7)
(
故需按计算配弯起钢筋
4.4 槽身抗裂验算
按“工”字形截面进行纵向抗裂验算:
E
EsEc
(4.8)
54
2.0102.610
7.143
式中:砼的弹性模量Ec2.8104N/mm2,钢筋弹性模量Es2.0105N/mm2
计算截面重心至受压边缘的距离y0及截面对其重心轴的惯性矩I0,换算截面积A0,对受拉边缘的弹性抗抵矩W0
bhy0
2
2
bfb
hf
EAsh0bfbhfh22
bhbfbhfbfbhfEAs
hf
2
(4.9)
4004800
2
2
2400400
1502
2
400
540040040048007.1435950.64730
2
4004800540040040024004001507.1435950.6
3291.9mm
3
bfy0
3
3
I0
bfby0hf
3
bfhy0
3
3
b
f
bhy0hf
3
3
E
Ash0y0
2
(4.10)
24003291.9
3
3
24004003291.9150
3
3
540048003291.9
3
3
540040048003291.9400
3
3
7.1435950.647303291.9
=1.1861013mm4
W0
I0hy0
1.18610
13
(4.11)
7.6710mm
9
3
48003291.9
短期组合:Ms0gkqkl02
8
=1.01.0171.68108.677.213.442
8
1
1
=6492.65KNm 长期组合: Ml0
18gkl0
2
18
171.68108.6713.44
2
=1.01.0
=6330.1KNm
对荷载效应长期组合: Ms6492.65KNm,混凝土拉应力限制系数,对荷载效应的短期组合,ct0.85;
考虑截面影响,对m值进行修正得
m0.7
300300
1.350.71.351.08h3000
,公式中指出当h3000mm时,
应取3000mm计算。
mctftkW01.080.851.757.6710
9
12.3210
9
12320KNmM
s
6492.65KNm
对荷载效应长期组合:Ml6330.1KNm,
混凝土拉应力限制系数,对荷载效应的长期组合,ct0.7; mctftkW01.080.701.757.67109
=10.1510910150KNmM
S
6330.1KNm
4.5 槽身的横向结构计算
4.5.1荷载与内力计算
矩形槽身分为无拉杆矩形槽和有拉杆矩形槽,本设计采用第二者为有拉杆知形槽,对于无通航要求的槽身,为了改善横向受力条件,常沿槽顶每隔1~2米设一根拉杆改善肋的受力条件,减少肋内钢筋,采用了有拉杆的加肋的矩形槽,人行道板可搁置于拉杆上,侧墙一般都做成等厚的。与底板整体浇筑在一起,其连接形式为墙底低于底板底面,纵向为简支梁式,侧墙下部受拉,侧墙与底板的此种连接形式可减小底板的拉应力,从而减小底板裂缝的出现,为了改善槽身应力的分布及传递,在受力大的侧
墙与底板交接处;加补角,补角角度30~60,边长一般为20~30cm,本设计取
:
45,边长为20cm。按加大流量工况下,计算简图如(图4.6)
图4.6 槽身横向计算简图
(单位:cm )
(1)人行道板的内力配筋计算
人群荷载取为q3KN/m2,计算简图如(图4.7)
图4.7 人行道板计算简图
(单位:cm )
标准值: M0
12
ql
2
12
31.11.82KNm
2
人群荷载标谁值:qk313KN/m
设计值: qQqk1.233.6KN/m 端弯矩设计值:M0
12ql0
2
12
3.61.12.18KNm
2
1.01.0
ac
d2
251035mm
62
h0ha20035165
s
dMfcbh0
2
1.22.1810
12.51000165
0.0077
12s120.00770.0077b0.544
As
fcbh0
fy
12.50.00771000165
310
51.2mm
2
Asbh0
51.21000165
0.03%min0.15%
按最少配筋率
Asminbh00.00151000165247.5mm
2
实配:
68 As302mm2 (2) 槽身的内力计算
拉杆轴力N
计算时,不计轴力及剪力对变位的影响.用力法求解赘余力X1(即
力),由此,拉杆轴力(以拉为正)可由下列公式计算:
NX1人X1自X1水S (4.12) 其中: X1人
X1自
M
0人
H112H
23
1
2
ctB21
3
0桥
2
M
H
3
23
1
2
112
X1水
11
HH6
115
H23
HB21
2
以上各式中,结构的形常数21、23为:
2123
3I21H2I23B
2I233I21
BH
2I233I21
BH
上列诸式中: X1人——槽身单位长度范围内,由人行桥的人群荷载旨起的拉杆轴力;
X1自——槽身单位长度范围内,由槽身自重引起的拉杆轴力;
X1水——槽身单位长度范围内,由槽内水荷载(水体重及侧压力)引起的
拉杆轴力;
I21——单位长度范围内侧墙的截面惯性矩,I21
1t112
3
;
I23
——单位长度范围内底板的截面惯性矩,I23
1t12
3
;
12
S——拉杆间距;
M
M
0人
——人行桥桥面人群荷载在槽身侧墙底端引起的弯矩,M0人
12
q人a1;
2
2
——人行桥桥面自重在槽身侧墙墙底端引起的弯矩,M0桥0桥
I21
1t112
3
q桥a1。
3
12012
3
667
3
I23M
0人
1t12
12
14012
2
5333 12
(1.23)11.8KNm
2
q人a1
M
0桥
12
q桥a1
2
12
(1.050.15125)11.97KNm
3667
2
21
3I21H
2I233I213.5
0.22
366725333BH
5.23.5
25333
2I233I215.2
0.78
366725333HB
3.55.2
23
2I23B
①满水工况时:
X1人
M
0人
H1.8
23
1
2
0.7813.521
M
0.594X1自
12H1
ctB21
20桥
H
23
1
2
2
123.5
250.25.2
1.973.5
0.78
1
2
1.57X1水
11
HH61
3
115
H23
3
112
HB21
2
111332
103.5103.50.78103.55.20.223.561512
8.81
则拉杆轴力:NX1人X1自X1水S0.5941.578.81218.49KN
侧墙内力:
距拉杆中心垂直距离为y处的侧墙弯矩y(以外侧受拉为正),按下列公式计算:
MyMy人My自My水 (4.13) 其中:
M
M
M
y自
y人
X1人yM0人
X1自yM
0桥
M
y水
X1水y
0桥
16
y
3
以上诸式中,M0人,M
MMM
y人y自
为一侧人群荷载,人行桥自重对侧墙中心线产生的弯矩.
0人
X1人yMX1自yMX1水y
16
0.594y1.81.57y1.97
0桥
16y
3
y水
y8.81y10
3
离墙顶距离为y处的弯矩为:
M
y
M
y人
M
y自
M
y水
7.834y3.77
53
y
3
侧墙弯矩计算结果详见侧墙弯矩计算表4.1
底板内力:
距底板端部水平距离为x 处的底板弯矩Mx(下部受拉为正),按下列公式计算:
MxMx人Mx自Mx水 (4.14)
其中: M M
M
x人
X1人HM
0人
xB
ctx
22
x自
X1自HM
0桥
x水
X1水H
H
6
3
xB
Hx
22
底板端弯矩M
x0
:
M
x人
X1人HM
0人
0.5943.51.80.279
M
xB
txcx自0桥
22
1.573.51.977.465 X1自HM
x水
M
X1水H
H6
3
xB
Hx
22
8.813.5
M
x0
103.5
3
M
x人
M
x自
M
x水
6
0.2797.46540.62348.367KNm
40.623
底板跨中弯矩M
M
x0x人
:
X1人HM
0人
0.5943.51.80.279
M
x自
X1自HM
0桥
xB
ctx
22
2.6
1.573.51.97250.22.69.435
2
M
x水
X1水H
H6
3
xB
Hx
22
3
8.813.5
M
x中
103.5
M
x人
M
x自
M
x水
5.22.6103.577.677 622
0.2799.43577.67787.391KNm
底板承受的轴向拉力N按下列公式计算:
NN人N自N水 (4.15)
其中: N人X1人0.594
N自X1自1.57
103.5
2
N水
H
2
22
NN人N自N水0.5941.5752.4453.416KN M
X1水
8.8152.44
②水深为B/2工况时:
X1人
0人
H1.8
231
2
0.7813.521
M
0.594X1自
12H1
ctB21
20桥
H
23
1
2
2
123.5
250.25.2
1.973.5
0.78
1
2
1.57X1水
11
HH61
3
115
H23
3
112
HB21
2
111332
103.5102.60.78102.65.20.223.561512
4.77
则拉杆轴力:NX1人X1自X1水S0.5941.574.7724.77KN
侧墙内力:
距拉杆中心垂直距离为y处的侧墙弯矩My(以外侧受拉为正),按下列公式计算:
M
y
M
y人
y人
M
y自
M
y水
其中: M
X1人yM
0人
M
M
y自
X1自yM
X1水y
16
3
0桥
y水
y
以上诸式中,M0人,M0桥为一侧人群荷载,人行桥自重对侧墙中心线产生的弯矩.
MMM
y人y自
X1人yMX1自yMX1水y
16
0人
0.594y1.81.57y1.97
0桥
16y
3
y水
y4.77y10
3
离墙顶距离为y处的弯矩为:
M
y
M
y人
M
y自
M
y水
4.01y3.77
53
y
3
侧墙弯矩计算结果详见侧墙弯矩计算表4.2
底板内力:
距底板端部水平距离为x 处的底板弯矩Mx(下部受拉为正),按下列公式计算:
M
x
M
x人
M
x自
M
x水
0桥
其中:M
M
M
x人
x自
X1自HM
0人
3
xB
ctx
22
X1人HM
X1水H
x0
H6
x水
xB
Hx
22
底板端弯矩M:
Mx人
X1人HM0人
0.5943.51.80.279
M
x自X1自HM0桥B
xct22x1.573.51.977.465
XH3
3
M
x水
1水H
6
HB
xx4.772.6
102.614.12
2
26M
x0
M
x人
Mx自
Mx水
0.2797.46514.126.934KNm
底板跨中弯矩Mx中:
M
x人
X1人HM
0人
0.5943.51.80.279
M
x自
X1自HM
0桥
B
xct2
2x
1.573.51.97250.22.6
22.69.435
3
M
x水
X1水H
HHB
x6
2
2x
3
4.772.6
102.6
102.65.26
2.62
216.91
M
x中
M
x人
M
x自
M
x水
0.2799.43516.9126.63KNm
底板承受的轴向拉力N按下列公式计算:
NN人N自N水 其中:N人X1人0.594
N自X1自1.57
H2
X102.6
2
N水
2
1水
2
4.7726.48
NN人N自N水0.5941.5726.4827.456KN
4.5.2 槽身的横向配筋计算
综合以上两种工况,以Qmax工况时内力计算结果配筋 1) 拉杆的配筋计算
拉杆按轴拉构件进行配筋计算,轴力N为18.49KN 按公式:AdN
Sf y
计算拉杆配筋
AdN218.4910
3
S
f
1.y
310
71.57mm2
(4.16)
AsA
71.57200200
0.18% > min0.4%
实配:4
8 As302mm2
2) 侧墙的配筋计算
侧墙按受弯构件根据最大弯矩进行配筋,侧墙最大弯矩M为87.00KNm。 取a = 45mm,则h0155mm
s
dMfcbh0
2
1.287.0010
62
12.51000155
0.259
12s120.2590.306b0.544
As
fcbh0
fy
12.50.2591000155
310
1912.5mm
2
Asbh0
1912.51000155
1.23%min0.15%
实配:
16@100 AS = 2011mm2
3) 底板的配筋计算
底板按拉弯构件根据跨中弯矩进行陪筋,底板跨中弯矩M为87.391KNm,拉力N为53.416KN。
取a = 45mm,则h0355mm
e0
87.39153.416
h2
1.64m1480
mm
(
h2
a
)= 155mm
故属大偏心
e = e0
a1640
4002
2
45
= 1485mm
先设x = bh0,对于Ⅰ级钢筋sb0.426 按公式:A1s计算受压钢筋
A
1s
dNefcsbbh0
fyh0a
2
1
1
(4.17)
dNefcsbbh0
fyh0a
1
1
1.253.41610148512.50.4261000355
21035545
32
0
11
选配:AS为Ф10 @ 250 AS = 314mm2
s
dNefyAsh0a
1
1
1
fcbh
2
3
1.253.41610148521031435545
12.51000355
2
0.0405
12120.04050.0414
x = h00.041435514.697mm2a124590mm 按公式:AS计算受拉钢筋
AS
fyh0a
fyh0a
dM
1
(4.18)
dM
1
1.287.39110
6
31035545
1091.25mm
2
实配:
16 @ 180 As1117mm2
4.6 槽身的吊装验算
槽身在预制场地浇筑后需用起重设备吊装,由于整个槽身结构庞大,在吊装过程中可能会在自重荷载下因强度不够而遭到破坏,这样就造成了材料的浪费,故为了使槽身不至于在吊装过程中遭到破坏,必须对槽身进行吊装验算。吊装示意图如(图4.8(a))。
4.6.1 吊装内力计算
自重取整跨槽身自重q = 108.67KN/m,吊装动力系数取梁。计算简图如(图4.8(b))
动
1.3 ,简化成两端外伸
图4.
8
吊装计算简图(单位:cm )
计算支反反力
yAyB
动q
l1l2
22
动q
l1
2
2
M
A
M
B
动ql1
l12
1.
计算C点弯矩
l2272
l1
2
M
C
yA动q
(单位:cm )
图4.8 吊装计算简图
1059.51.3108.67
7
4
2
2
2
265.00KNm
(下部受拉)
4.6.2 吊装配筋验算
因吊装时的跨中弯矩小于纵向配筋计算时的弯矩,故配在槽身底部的纵向受力钢筋能够满足吊装要求,不必进行验算,只需验算 A点和B点上部配筋。
s
dM
A2
fcbh0
1.21130.171012.54004730
62
0.012
12s120.0120.012b0.544
As
fcbh0
fy
12.50.0124004730
310
920.32mm
2
需在槽身的侧墙顶端配置4
18 ,实配As1018mm2。
5 支承结构的设计
支承结构是支承槽身的下部结构,本设计的主要包括槽墩和槽架。
5.1 排架的设计
5.1.1 排架基本尺寸的确定
本设计采用单排架,单排架是由两根铅直肢柱与横梁组成的单跨多层平面刚架,已知引水总干渠渠底高程65.294米,渡槽进口底高程81.15米,所以拟订排架高H=16.3米。排架两根立柱的中心取决于槽声宽度,应使槽身传来的荷载P的作用线与立柱中心线重合,使立柱为中心受压构件,所以取排架总宽为6.4米。肢柱断面尺寸:长边(顺槽向)b1
120
~1
H30
,常采用b10.4~0.7米,本设计取.0.6米;短边(横槽向)
米。在排架顶部做一牛腿以减
12
b1,本设计取
11
h1~b1,常采用h10.3~0.5米,本设计取0.3
1.52
小槽身计算跨度降低排架顶端的接触应力,牛腿长度cc = 30cm;高度
,为减小两立柱弯矩并将其连为整体,立柱之hb1,本设计取h = 60cm。倾角取45°
间设水平横梁,一般取横梁间距不大与立柱间距,取L=4.0米,横梁梁高h2本设计取60cm;梁宽b2
11.5
~1l2
16
~1l8
,
,本设计取30cm。由排架总宽6.4米,立柱短边
h1=0.3米,所以两立柱中心距B为6.4—0.3=6.1米其详细形式及具体尺寸见下(图5.1)。 5.1.2排架的内力计算
排架在横向风压作用下迎风面肢柱可能会产生拉应力大过其抗拉强度而破坏,背风面肢柱可能会产生压应力大过其抗压强度而破坏。在槽身吊装时,一跨槽身已吊装相邻一跨未吊装时可能会因为肢柱的纵向弯曲而失稳。故需主要计算在风压作用下杆端产生的弯矩。排架是支承结构主要承受铅直向的压应力和水平向的风压力。作用于排架的铅直向的荷载主要有:槽身自重和槽内水重;排架自重(化为节点荷载);槽身在横向风压作用下通过支座传给肢柱的轴压力和轴拉力。水平向的荷载主要有:槽身在横向风压作用下通过支座传给肢柱顶端的摩阻力;作用于排架肢柱上的横向风压力。
图5.1 排架基本尺寸示意图
(单位:
cm )
(1)荷载计算。计算简图如(图5.2)
P1P2
0.5P1+Q
0.5PP30.5PP40.5P(a)(b)(c)
图5.2 排架的计算简图
作用于排架的铅直荷载: ①槽身自重及槽内水重
P108.67171.68152088.2KN;
②槽身在横向风压力
P
l0
Pl
作用下通过支座传给肢柱的轴向拉力和压力
21.920.22
5.2
0.93KN
Plh
③排架自重,计算时将排架自重化为节点荷载,每一节点荷载等于相邻上半柱和下半柱重量以及横梁重量一半的总和
节点荷载P0.70.550.40.62.52558.75KN
作用于排架的水平荷载
①槽身在横向风压作用下通过支座传给肢柱顶端的摩阻力
QPl = 21.92KN
②风压力:作用于槽顶的风压力按下式计算
WkkzW0 (5.1)
式中:k——风载体型系数,与建筑物体型、尺度等有关。槽身为矩形断面
时,取k1.2~1.3(空槽取小值,满槽水取大值),本设计取1.3;
kz——风压高度变化系数;
W0——基本风压(KN/m
2
)。当地如果没有风速资料,则可参照工《业
与民用建筑结构荷载规范》(TJ9-74)中全国基本风压分布图上的等压线进行插值酌定W0=0.35;
WkkzW0=1.31.330.350.61KN/m2 槽身所受风压力:P
12WA
12
0.614.81521.96KN
W1kkzW01.31.300.350.592KN/m2
P1W1A0.5922
0.350.70.352
0.72.81.378KN
2
W2kkzW01.31.180.350.537KN/m
P2W2A0.53750.71.88KN
W3kkzW01.31.380.350.628KN/m2 P3W3A0.62850.72.2KN
W4kkzW01.30.890.350.405KN/m
2
P4W4A0.40550.71.42KN
(2)截面形常数的计算 立柱的截面惯性矩I I
bh12
3
bh12
3
5
4
705012
3
7.310cmbh12
3
7.310
3
m
4
横梁的截面惯性矩I I
线刚度: i
EIl
5
4
bh12
3
406012
3
7.210cm7.210
3
m
4
2.810
4
i16i27i38i49
104.5
7
0.0072
4.4810
8
i12i23i34
4
2.810107.310
5
7
3
473
8
4.0910
i45
2.810107.310
7.52
2.7210
8
根据平衡方程求得各层排架竖柱的剪力为
FQ12P1P11.37821.9623.34KNFQ23FQ12P223.341.8825.22KNFQ34FQ23P325.222.227.42KNFQ45FQ34P427.421.4228.84KN
固端弯矩(顺时针为正)
M12MMMM
F23F
F21
12121212
23.344.358.35KNm25.224.363.05KNm
MMM
F32
27.424.368.55KNm28.845108.44KNm
F34F43
F45F54
分配系数:排架的竖柱可视为零剪力杆件,其转动刚度si,传递系数c1,即c12c21c23c32c34c43c451,由位移法中杆端弯矩公式可导出转动刚度:远端固定s4i,远端简支s3i,远端滑动si,远端自由s0
根据以上公式可得
结点1: 转动刚度 s163i16 s163i1634.4810813.4108 s12i12
s12i124.09108
16
3i163i16i12
i123i16i12
13.41013.410
8
8
8
分配系数
12
4.0910
8
0.77
4.0910
13.410
8
8
4.0910
0.23
结点2: 转动刚度 s21i214.09108
s23i234.0910
8
8
s273i2734.4810
13.410
8
8
8
0.62
27
s27
s27i21i23
13.410
13.410
8
88
分配系数
4.09102
0.19
2123
4.0910
13.410
8
4.09102
结点3: 转动刚度 s32s34i324.09108
s383i3834.4810813.4108 分配系数 3234
38
4.0910
13.410
8
8
8
8
4.09102
8
8
0.19
13.410
13.410
4.09102
0.62
结点4: 转动刚度 s43i434.09108
s493i4934.4810813.4108 s45i452.72108
分配系数 43
4.0910
13.41013.41013.410
8
888888
4.091013.4104.09102.72104.0910
2.72102.72102.7210
8
0.2 0.66 0.13
49 45
(3)内力计算
88
88
各杆的杆端弯矩祥见表5.1 5.1.3排架的配筋计算
排架的配筋计算主要是对肢住柱进行配筋计算。分为横槽向和顺槽向两种情况。 (1)横槽向。横槽向在槽内满水受横向风压和槽内无水受两种压情况下肢柱受力最为不利。由于肢柱受轴向压力的同时还受横向风压力,故按偏心受压构件进行对称配筋计算
满水加风压工况。 偏心距
e0
MN
136.63
800.631287.57218.75
0.059m
肢柱的计算长度
取l00.7l0.717.912.53m
l0h12.530.5
h2
25.068 属于短柱范畴,近似取1
e010.05959mm0.3h00.3455137mm,故应按小偏心受压构件计算
ee0
a59
5002
45264mm
按公式计算值
dNbfcbh0
dNe0.45fcbh0
2
b (5.7)
0.8bh0a
dNe0.45fcbh0
2
fcbh0
b
dNbfcbh0
0.8bh0
a
fcbh0
1.2800.631287.56218.75100.54412.5700455
3
1.2800.631287.56218.75102640.4512.5700455
3
2
0.544
0.80.544455
0.73
45
12.5700455
河北工程大学毕业设计
1
计算得
AsAs
As(As
值,由式AsAs
dNe10.5fcbh0
fyh0a
2
(5.8)
dNe10.5fcbh0
fyh0a
2
3
2
1.2800.631287.56218.75102640.7310.50.7312.5700455
31045545
2
②横槽向空槽加风压工况 偏心距
e0
MN
136.63800.63218.75h2
5002
0.134134mm
857mm
e01134134mm0.3h00.3455137mm,因此按小偏心受压计算。
ee0
a134
45339mm
按公式(5.7)计算值
dNbfcbh0
dNe0.45fcbh0
2
b
0.8bh0
a
fcbh0
3
1.2800.63218.7510
3
0.54412.5700455
2
1.2800.63218.75103390.4512.5700455
0.544
0.80.544455
0.768
45
12.5700455
值,由式(5.8)得
2
计算
As(As
AsAs
dNe10.5fcbh0
fyh0a
1.2800.63218.75103390.76810.50.76812.5700455
3
2
31045545
3480mm2
2)顺槽向满水工况,按轴压构件配筋
l0b0.7l0.5
12.530.5
25.06 根据有关资料取0.895
按公式
As
dNfcA
fy
(5.9)
计算钢筋面积
As
dNfcA
fy
1.2800.631287.56218.7510
0.895310
3
12.55007000.895
4135mm2按构造配筋
顺槽向施工工况,一跨已装另跨未装,按偏心对称配筋
l0112 (5.10)
e0h1400
h0
1
2
式中: e0——轴向力对截面重心的偏心距;在公式中,当e0h30时,取胜
e0h30
;
l0——构件的计算长度; h——截面高度;
h0——截面有效高度;
A——构件的截面面积;
1——考虑截面应变对截面曲率的影响系数,当11时,取11; 2——考虑构件长细比对截面曲率的影响系数;当l0h15时,取胜21;
l0
112
e0h1400
h0
1
2
7.52
10.791
0.470.7
1400
0.6551.091
1
2
10.748,属短柱范畴1
e0470mm
l0700
7.520.7
e01.091470513mm0.3h00.3655196.5mm属大偏心对称配筋
计算值,由公式得
dN
fcbh0
1.2800.63218.7510
12.5500655
3
0.2988
xh00.2988655195.7142a90mm
s10.50.298810.50.29880.254
计算
As(As
值
ee0
h2
a513
7002
45818mm
2
由式AsAs得
AsAs
dNefcsbh0
fyh0a
(5.11)
dNefcsbh0
fyh0a
2
3
1.2800.63218.751081812.50.254500655
31065545
2
1690mm
综合以上计算肢柱实配钢筋:
4
25 + 620 AS2463mm2 箍筋Ф8@200 节点处箍筋间距为100mm
5.2 排架的吊装验
排架在预制场地浇筑后需用起重设备吊装,由于整个排架结构较大,在吊装过程中可能会在自重荷载下因强度不够而遭到破坏,这样就造成了材料的浪费,工期的延长,故为了使排架不至于在吊装过程中遭到破坏,必须对排架进行吊装验算。吊装示意图如(图5.3(a))。
A
5.2.1 吊装内力计算
自重取半个排架自重q = 11.41KN/m,吊装动力系数取动1.3 ,计算简图如(图 5.3(b))。内力计算结果如(图5.3(c))。
5.2.2 吊装配筋验算
因吊装时只有D点弯矩最大,故先验算配在该点的纵向受力钢筋。
s
dMfcbh0
A2
1.2200.211012.5500655
62
0.090
12s120.0900.094b0.544
As
fcbh0
fy
12.50.094500655
310
1241.33mm
2
计算的As小于实际的配筋量1296.2mm2,所以满足吊装要求。因最大弯矩点满足要求,故不必再验算其它点。
5.3 排架的基础设计
5.3.1基础型式的确定
基础的型式很多但用于排架的以预制杯口基础较多,根据本设计所给地质地形资料预制被口基础也较之其他型式的基础更为合适。 5.3.2 基础基本尺寸的确定
根据规范规定柱而定,柱与杯口内壁之间填充厚度为5cm的细石混凝土。其详细尺寸见(图5.4)。
图5.4 排架基础基本尺寸示意图
(单位:
cm )
5.3.3抗冲切强度验算
其计算简图如(图5.5)图中:
h0505mmbs500mm
bx70056521830
S12bsbx
12
50018301265
mm
A
12
210011001652335591275mm
2
0.6m
2
满水工况下基底附加应力:
切破坏锥体斜截面
破坏锥体底面线
图5.5 基础冲切破坏计算图
PmaxP
FG mim
A
MW
式中: Psmax Psmin 基础底面最大最小净反力; M — 作用于基础底面的弯矩设计值; W — 基础底面的抵抗矩,对矩形截面W16
b2
l
。
PFG
max
A
M
W
800.631287.56218.752022.12.3
2.12.3
117.321
2
6
2.32.1
2414.41KN/m2
PFGmin
AM
W
5.12) (
800.631287.56218.752022.12.3
2.12.3
2
117.3216
2.32.1
2
KQc0.75Rlsh0 (5.13)
2287.69KN/m
式中: K——冲切强度安全系数,2、3级建筑物取K2.2;4、5级建筑物取
K2.1;
Qc——冲切荷载,取局部荷载N减去冲切破坏锥体底面范围内的荷载; Rc——材料的抗拉设计强度; s——破坏锥面h02处的周长。
QcAt
(5.14)
式中:A——计算冲切荷载时取用的多边形的面积;
t——在荷载作用下基础底面单位面积上的地基反力(可扣除基础自重及基础顶面土重),当为偏心荷载时可取最大的单位反力。
0.75Rlsh00.751.112655055270KNQcAtAPmax0.62414.11448.6KN/mKQ
c
2
1.21448.61738KN5270KN
满足抗冲剪要求 5.3.4基础的内力配筋计算
1)长边方向的弯矩及配筋计算 柱边截面的弯矩及配筋计算
PSIPsminPsmaxPsmin
bhc
2b
(5.15)
2.30.6
2287.692414.412287.69
22.3
2367.58KPa
148
bhc
2
M1
2lbcPsmax
2
PSI
(5.16)
下层布筋
As
148
2.30.622.10.52414.412367.58
270.64KNm
dM
0.9fyh0
( 5.17)
6
1.2270.64100.9310505
3041.37
3041.372.8
1086.20mm
2
,实配
14 @ 140 (As1100mm2)
2)短边方向的弯矩及配筋计算 M2
148
148
lbc
2
2
2b
hcPmaxPsmin
(5.18)
2.10.522.30.62414.412287.69
130.45KNm
上层布筋
As
dM0.9fyh0
6
=
1.2130.45100.9310505
1111.04mm
2
每米宽度需用钢筋为:(As604mm2)。 5.3.5杯口的配筋
1111.041.9
584.76mm
2
,实配
10 @ 130
当柱子为轴压或小偏心受压且杯壁厚度t与杯口高度h1的比值受压且
th1
0.75
th1
0.65
时,或大偏
时,杯壁内一般不配筋,但为偏安全考虑按构造配Ф8@100钢筋网。
5.4槽墩的设计
5.4.1槽墩基本尺寸的确定
槽墩形式为空心圆矩形,墩最大高度为48.5m,四周坡度为20:1。在墩身内沿高度每隔3米设置300mm600mm的两根钢筋混凝土梁。截面尺寸详见下(图5.6),
图5.6 槽墩尺寸示意
图
5.4.2 槽墩的结构计算
槽墩属支承结构,其上部槽身及水重通过墩传给地基,此外墩还受到横向风压的作用,因而,墩的结构计算主要包括承压验算和在横向风压作用下的稳定验算。
承压验算 ①荷载计算:
墩身自重:取中间截面按柱体计算
顶截面的面积:A12th1R (5.19) 20.233.140.92.33m2 底截面面积:A22th2R 中截面面积:A
20.26.23.142.55.62m1212
2
A1A2
(5.20)
2
2.335.623.98m
自重: W323.98253184KN 一跨槽身水重:2.58103KN 一跨槽身自重:1830KN
②横槽向,满水工况时,基底应力最大 按轴心受压计算基底应力 墩的计算长度:l0l48.5m
长细比
l0h
48.512
1.85
18.8 查《渡槽》表410,0.63
轴压公式:a
N
A
3.010KN/m
2
3
2
318425801830
3.980.63
2
3.0N/mm10N/mm
故满足要求
2)空水及风压工况下的抗滑,抗倾验算计算简(图5.7) ①荷载计算:风压取距基底面20m高度处为计算点 WkkzW0
式中:k——风载体型系数,与建筑物体型、尺度等有关。槽身为矩形断面时,取
k1.2~1.3(空槽取小值,满槽水取大值),本设计取k1.2
;
kz——风压高度变化系数,本设计取1.25;
W0
——基本风压(KN/m)。当地如果没有风速资料,则可参照工《业与民用
2
建筑结构荷载规范》(TJ9-74)中全国基本风压分布图上的等压线进行插值酌定W0=0.35
xmin
xmax
ymin
ymax
图5.7 槽墩稳定及地基应力计算图
WkkzW0=1.21.250.350.525KN/m2 墩身受到的风压力:P10.5253.63260.48KN 槽身受到的风压通过支座传给墩顶:P221.924KN 整跨槽身自重:N21830KN 整跨水重: N12580KN 墩身自重: N33184KN
②抗滑稳定验算
kc=
阻滑力滑动力
f
NP
i
i
式中:
Np
ii
——所有铅直方向作用力的总和(t);
——所有水平方向作用力的总和(t),本设计中等于半跨槽身
152
4.80.60921.924KN
压总和:pi
;
f ——摩擦系数,与两接触面物体的材料性质及它们的表面粗糙程度有关,支座与支承都为钢板时取钢对钢的摩擦系数f =0.5~0. 本设计取0.5;
Kc
f
N
P
i
i
0.53184183060.4821.924
30.42
>>KC1.3
满足抗滑稳定要求 ③抗倾覆稳定验算
K0
MM
抗倾
laN
M
y
式中: la——承受最大压应力的基底面边缘到基底面重心轴的距离;
N——基底面承受的铅直力总和;
y
M
K0
——所有铅直力及水平力对基底面重心轴的力距总和;
抗倾
MM
laN
M
5.731841830
y
21.924322.460.4820
14.55k01.5
所以满足抗倾覆稳定性要求 ④基底应力的验算
在外荷载作用下按偏心受压公式计算:
ymaxymin
N
A
i
M
Wy
Wx
y
( 5.21)
xmaxxmin
N
A
i
Mx ( 5.22)
xmin
式中: ymax、xmax — 基底在横槽向及顺槽向的最大地基应力(取正号)及
ymin
最小地基应力(取负号);
Ni— 基底截面以上所有铅直方向荷载的总和;
A — 基底截面面积,ABl5.810.359.74m2; M— 所有计算荷载对基底截面形心轴y及x的力矩;
Wy 、Wx — 基底截面模量,Wy
Wx
16lB
2
16
bl
2
16
5.810.3102.55
2
ymaxymin
6
183025803184
1
10.35.857.75
2
102.55
59.74
21.924322.460.4820
73.8419.15
1830
3184
92.99KPa54.69KPa
2.77MPa
1830
xmaxxmin
2
59.74
2..22
57.75
2.77MPa
68.6134.86
满足地基承载力要求。
103.47KPa33.75KPa
3)顺槽向,施工工况,一跨已吊装,另一跨未吊装时,按偏心受压计算截面形常数计算弯曲平面内偏心方向的截面惯性距: I1 截面抵抗: W1
I1y1
66.52.5
112
bh
3
R64
3
4
(5.23)
3.142.5
64
4
112
6.25
66.5
26.6 (5.24)
非偏心方向的截面惯性距:I2 截面抵抗距:W2
I2y2
101.225.7
112112
bh
3
R64
3
4
3.142.5
64
4
56.2
101.22
17.76 (5.25)
计算截面以上所有荷载对截面重心轴的力矩总和
偏心距 e0
MN
21006.5
M
1
18301.11006.5KNm0.2m
18303184
塑性影响系数 Kr11.5
e0
(5.26) y
0.2
1.1 2.7
11.5压应力 a
N
A
M
W1
18303184
5.62
2
1006.526.60.93N/mm
2
Kr
a
930.01KN/m
1.110
11N/mm
2
拉应力 wl 满足要求。
M
W2
1006.517.76
N
A
18303184
5.62
2
835KN/m0
5.5墩帽的设计
空心重力墩常在其墩身顶端设置墩帽,槽身搁置于墩帽上,墩帽是墩顶端的传分,它通过支座支承着槽身,并将传来的集中力比较均匀的传递到墩身。根据有关资料规定:墩帽的厚度不应小于0.3米,墩帽四周比墩顶外伸5~10厘米。本设计墩帽厚初定为0.5米,四周外伸10厘米。为了防止 层或多层钢筋网,如(图5.8)。
墩帽产生裂缝,在墩帽放置支座的部位应多布置一
支座钢板
图5.8 墩帽尺寸示意
图